冷却性能分析论文

冷却性能分析论文（精选12篇）

冷却性能分析论文 第1篇

近几年来, 渔轮主机广泛使用的几乎都是300型船用柴油机, 均采用闭式循环冷却系统, 即淡水循环冷却柴油机, 然后受热后的淡水再通过海水冷却。闭式循环冷却系统比较开放式冷却系统, 海水的温度要远远低于淡水温度。在保证受热零部件工作温度可靠的情况下, 热应力大大降低, 这是因为淡水进出柴油发动机的温度差异减少, 继而也就减少了冷却水带走的热量, 所以提高了柴油机的经济性。缸套、机体等外表面接触不到海水, 零件的腐蚀状况自然大大降低得到改善, 这就是是目前船用柴油机使用闭式循环冷却系统越来越广泛的一个的原因。海洋渔业公司, 拥有大量的300型柴油机为渔船主机。如果通过改装将封闭式冷却系统替代现有的开放式冷却系统, 既使维修成本降低又节约了能源。重要的是改装300型柴油机为闭式循环冷却, 成本一点都不高, 具重要意义。

1 沿海作业

生产和维修过程中300系列柴油机开式冷却系统, 普遍存在如下严重问题:

(1) 海水严重腐蚀机器的部位零件。虽然水腔的部分电化学腐蚀因素可通过防腐锌块消去, 但但上机体与缸套下部接触的凸肩及气缸套外壁 (即密封橡胶圈附近) ) 。因空化冷却水腔不能密封漏水, 缸套一般2年或者3年就需要进行更换。

(2) 海水直接向机件的工作表面流过, 海水中的盐分逐渐形成了阻碍导热的水垢;且冷却水温度高于55°C, 大量的盐海水沉淀就会堵塞通道。因此, 只有使进水温度降低, 冷却机件, 特别是在气缸套, 气缸盖承受较大的温差力。如若不然就会经常出现裂纹, 导致泄漏故障。

(3) 包含在海水中较多的杂质和沉积物, 沉积在冷却水腔, 不仅影响传热和冷却水流量, 甚至连通道也会堵塞, 致使冷却水不再通过, 而造成严重的事故。

2 闭式循环冷却系统工作过程

将一台ZBA一6型淡水泵增装在开式冷却系统 (见图1) 上, 要注意的是这台淡水泵要与主机冷却水泵容量相当。由主机B型皮带轮牵引额定转速前输出轴;根据进出口冷热流体温度和流量, 计算冷却器的传热面积和传热量, 设置一只管壳式淡海水热交换器套;为了淡水补给, 在高于3米的排气管隔热水腔与淡水泵入口之间, 只装一只0.8耐膨胀水箱。同时为了控制冷却水的温度, 还要在此装配一个恒温器, 连接泵冷却系统, 需要配备相应的管路和必要的阀部件;同时要安装三通旋塞在淡水泵的入口和出口处, 在紧急情况下要使用的消防泵也必须安装;机舱原有的淡水泵与膨胀水箱连通, 以便补给淡水, 如此这般, 就是淡水闭式循环冷却系统的形成。

1.海底阀;2.滤网;3.调节阀;4.冷却水泵;5.三通旋塞;6.机油冷却器;7.旁通阀;8.截止阀二;9.通海阀;10.进水总管;11.排气管;12.调节旋塞;13.出水温度表;14.进水压力表

3 改装所需的零部件

由开式冷却系统改装成闭式循环冷却系统, 需新增加、更换和改造一部分零件, 有的可以到主机制造厂外购, 有的则可自行改造, 下面分别作一介绍。从开放冷却系统到闭式循环冷却系统的改装, 一部分零件或要更换或要改造, 且还要增加新的零件, 有的零件在主机制造厂可以买到, 有的无需购买, 自己就可以改造。

3.1 可以更换和改造的零件

(1) 前端盖板。因为水泵由原来的一个变为两个并且这两个泵的安装位置都有了变化, 这就需要改变前端盖, 可以从主机厂购买盖板, 同时还要增加一只泵定位垫圈, 这个可以随盖板一起增加。

(2) 因为前端盖的形状产生了变化, 主油道的凸轮轴总油管的组件改为两部分组成, 一个上组件, 一个下组件;这样原来的燃油输送泵至精滤器油管组件的长度和形状也必须进行相应地改变。基本上这3组件都要在主机制造厂购买。

(3) 淡水进水总管。海水进水总管是开式冷却系统, 从飞轮一端进入海水。闭式循环冷却系统, 淡水则是从前端进入的。这个改造既可以重新购买一个新的, 也可以自己改造。改造的方法非常简单, 只要将原来进水总管的封闭端割去即可。还要制作两只法兰, 两管入口法兰是相同的, 其中一只焊上进水总管另一端就可以, 其中一只要无中孔, 用来覆盖原进口水。

3.2 新增加零部件

(1) 淡水泵出水管:自配。

(2) 淡水膨胀水箱:自制。水箱的容量大于400公升。海水系统流动线路改为:海底阀一滤网———海水泵———机油冷却器———淡水冷却器一通海阀。应急时关闭三通旋塞31、截止阀28, 打开截止阀8、17, 即可成为开式冷却系统。

(3) 淡水冷却器:可采用江苏泰兴光明机器厂生产的FWC8型10平方米淡水冷却器, 这是系统改装的主要内容, 基本都是向主机厂购买。

(4) 离心式淡水泵:结构性能与离心式海水泵完全相同。

4 改装后效果

(1) 柴油机出水淡水冷却水的温度可以保持在70℃-80℃温度, 在可靠的温度下, 加热部件的热应力, 可以大大降低, 气缸盖, 气缸套, 没有裂缝, 没有造成漏水故障。

(2) 淡水冷却器入口和出口之间的温度差减少, 减少带走的热量, 因此, 提高热效率的柴油机燃油消耗率自然下降。

(3) 淡水闭式冷却不但减少空蚀程度。且电化学腐蚀不再发生, 气缸套、上机体无严重腐蚀之处。防腐锌块再无需配装在水腔内。

(4) 淡水冷却再没有出现诸如此类的现象:水套表面形成水垢、水腔阻塞等, 冷却系统的堵塞事故减少了, 传导性能自然就提高。

5 结束语

国内300系列开式冷却柴油机改装为闭式冷却系统, 需要支付一定的费用, 加重管理负担, 但效果还是非常显著的。不仅消除了因开式冷却所造成的许多故障, 同时在操作时, 大大降低的直接和间接经济损失。仅就改装的气缸套一项, 便可延长至5年的时间, 无严重腐蚀, 不需要更换, 这已足以弥补改造成本;而且还可以降低油耗, 提高柴油机运行的可靠性, 延长使用寿命。因此, 300系列柴油机冷却系统改装成闭式循环冷却系统, 具有良好的经济效益和社会效益。

摘要：在操作过程发现柴油发动机运转时, 不仅输出机械功会产生不同温度的废热, 与此同时相关零件也会产生温度不等的废热。因此合理设计冷却系统, 既能使冷却液的温度很好的满足技术要求, 也可以让流量参数非常好地满足技术要求。目前, 主要的问题是发生在柴油机部分负荷运行, 随着冷却设备和技术的发展, 已经在很大程度上改善了部分负荷性。海洋渔业公司, 拥有大量的300型柴油机为渔船主机。如果能把这些300型柴油机的开放式冷却系统改装成封闭式循环冷却系统, 既可以节约能源, 又能够降低维护成本, 具有十分重要的意义。

注射模冷却系统的设计及分析 第2篇

(1) 塑件厚度均匀，冷却通道至型腔表面的距离相等，亦即冷却通道的排列与型腔的形状相吻合，塑件壁厚处冷却通道应*近型腔，间距要小以加强冷却。

一般冷却通道与型腔表面的距离大于10mm，为冷却通道直径的1～2倍。

(2) 在模具结构允许的前提下，冷却通道的孔径尽量大，冷却回路的数量尽量多，以保证冷却均匀，

(3) 为防止漏水，镶块与镶块的拼接处不应设置冷却通道，并注意水道穿过型芯、型腔与模板接缝处时的密封以及水管与水嘴连接处的密封，同时水管接头部位设置在不影响操作的方向，通常在注射机的北面。

(4) 浇口处应加强冷却。由于浇口附近温度最高，通常可使冷却水先流经浇口附近，再流向浇口远端。

(5)降低入水与出水的温度差，避免模具表面冷却不均匀。

(6)冷却通道要避免接近塑件熔接痕的生产位置，以免降低塑件的强度。

汽车发动机冷却系常见故障分析 第3篇

冷却系常见故障是冷却液泄漏、发动机温度过高、过低和发动机升温缓慢等。1.冷却液泄漏（1）一般发动机的冷却系是全封闭的，在正常情况下，冷却液不需经常添加。如果冷却液液面下降很快，即表明冷却系有泄漏故障。（2）故障原因

散热器盖及密封垫损坏。散热器盖及其密封垫损坏，将破坏冷却系的密封，在发动机工作时，冷却液蒸发逸出或汽车摇晃造成冷却液酒出损失。为检验散热器盖是否密封，可进行散热器盖加压检查。外部渗漏。由于冷却液加有染料着色，很容易看到渗漏部位。常见的渗漏点是软管、软管接头、散热器芯和水泵等部位。内部渗漏。若冷却液从冷却系内渗漏到发动机内，可检查缸盖螺栓是否拧紧，缸垫是否密封，缸盖是否翘曲，缸盖、缸体是否破裂。2.发动机温度过高（1）故障现象：冷却液温度警报灯闪烁或水温表指针长时间在红区，冷却液沸腾出现蒸汽；在上述情况下，发动机动力不足。（2）故障原因冷却系导致发动机过热的原因有：冷却液量不足，水泵损坏，冷却液泵堵塞或损坏，散热器或缸体内水套结垢多、堵塞，使冷却液冷却效果降低。

节温器失效、卡死或堵塞；节温器不能正常开启，冷却液不能流过散热器。节温器能否正常工作，可由试验确定，其表现应符合技术规定。

散热器风扇电机或散热器双温热敏开关出现故障。温控风扇的损坏不能正常工作，从而使发动机过热。

非冷却系故障引起的发动机过热的原因：

超负荷、低速档行驶时间过长，点火过早过晚都会引起发动机过热。因此，必要时应检查点火提前角并予以调整。混合气过浓或过稀，燃烧室积炭过多等也会引起发动机过热。汽车使用条件如气候、风向、道路、负荷等因素也影响发动机温度。3.发动机温度过低发动机升温缓慢，会使发动机在低温下长期工作，导致发动机磨损加快。

（1）故障现象：发动机行驶乏力，发动机油耗增加，发动机工作很长时间或全部工作时间内，冷却水温达不到正常工作温度范围，低于85℃。该故障现象多发生在寒冷地区或冬季行驶。

（2）故障原因

节温器失效，卡在全开位置，冷却液在低温状态下也进行大循环；散热器风扇电机发生故障、风扇电机只能以II档运转；水温表或水温传感器失效；环境温度太低且逆风行驶。

（3）故障诊断与排除：

冷却性能分析论文 第4篇

冷却系统是发动机系统的重要组成部分,其作用是保证发动机在适当的温度范围内工作。目前,车用发动机普遍采用水冷型冷却系统,冷却液由水泵驱动进行强制循环流动。冷却液流经的部件包括水泵、发动机冷却水套、散热器、节温器及冷却系统连接管路等,将发动机多余的热量带走,再通过散热器散发到周围环境中去。图1为冷却系统的结构及主要塑料零件示意图,这些塑料件在使用过程中长期接触冷却液,要求有较好的耐冷却液性能。

尼龙66(PA66)材料具有优良的力学性能、耐介质性能和较高的使用温度,目前被大量用于冷却系统塑料零件的制造。但PA66材料也有不足之处,长时间和冷却液接触会发生吸水膨胀和醇解反应而导致材料力学性能降低、尺寸变大及表面质量变差等问题;如果性能受损严重导致零件失效,将引起严重的发动机故障,甚至导致安全事故的发生[1]。图2为被冷却液严重腐蚀的失效零部件,由图2a可见,PA66-GF30节温器壳体使用一段时间后,内表面被浸蚀,大量白色玻纤外漏,壁厚由于腐蚀而变得厚薄不均;图2b为在使用过程中发生爆裂的PA66-GF30三通水管接头,其内表面也出现玻纤外漏现象;图2c为节温器壳体内表面的电子显微镜照片,证实了白色物质为玻璃纤维。

2 塑料材料耐冷却液性能的评价方法

表1例举了几个主机厂或零部件供应商关于冷却系统 用尼龙材 料耐冷却 液性能的 评价要求。评判方法为在一定温度下将材料长时间浸泡于1∶1的乙二醇+水混合液中并测试材料力学性能的变化情况。

3 不同类型尼龙材料耐冷却液性能的比较

PA66材料根据其耐冷却液性能的差异分为普通级、耐醇解级和高耐醇解级,醇解级材料经过封端基改性,提高了耐醇解性能。为了比较三者耐冷却液性能的差异,随机选取了市场上用量比较大、比较成熟的普通级PA66-GF30材料、耐醇解级PA66- GF30材料(如巴斯夫A3WG6、罗地亚A218V30、奥升德R530H)和高耐醇 解级PA66GF30材料(如巴斯夫A3HG6 HR、奥升德R530HR、杜邦70G30HSLR)3种类型的材料进行耐冷却液性能测试。试验介质为1∶1的乙二醇+水混合液,试验温度为125℃,分别在120 h、240 h、480 h、720 h和1 000 h时间点测量材料的拉伸强度,结果见表2及图3。

通过图3可以看出,试验前100 h为吸湿效应区,与干态下测得的拉伸强度相比,3种材料吸湿后拉伸强度的下降速率都很快 ,下降幅度 达30% ~40% ;100 h后吸湿达到饱和,醇解反应成为影响拉伸强度保持率的主导因素,耐醇解型材料和高耐醇解型材料的拉伸强度的下降速率明显变慢,300 h后趋于平稳,耐醇解型材料的拉伸强度保持率稳定在50%左右,高耐醇解型材料的拉伸强度保持率最好、稳定在60%左右,普通型材料由于无法抑制醇解反应的发生,拉伸强度一直在下降且无稳定趋势,1 000 h后拉伸强度保持率仅为19%。

图4为耐冷却液试验后的拉伸样条表面照片,普通型样条表面受冷却液腐蚀比较严重,可以看到清晰的裂纹,而耐醇解型样条和高耐醇解型样条的表面均比较光滑,无裂纹[2]。

图5为耐冷却液试验后拉伸样条断面在电子显微镜下的照片。从中可见,高耐醇解试样被破坏时从基体拔出的玻纤表面附着有一定的基体树脂,玻纤与PA66基体的粘合界面模糊;普通型试样被破坏时从基体中拔出的玻纤表面光滑,玻纤与PA66树脂间存在较大的空隙,粘合强度变差,这是因为冷却液降低了GF与PA66基体之间的界面粘合强度,导致GF对PA66的增强效果下降。结果表明,与普通型材料相比,高耐醇解型材料很好地抑制了PA66的醇解反应,同时在一定程度上改善了PA66基体与玻纤相界面的粘结程度,保证了材料经过长时间浸泡耐冷却液后仍然能够保持较好的拉伸强度。

通过以上测试数据看出,普通级尼龙材料长期和冷却液接触后,力学性能受损严重,材料表面被腐蚀出现开裂甚至玻纤外漏现象,已无法满足使用要求。所以冷却系统严格禁止使用普通级PA66材料,而应采用耐醇解型或者高耐醇解型的PA66材料。

4 高耐醇解型材料耐冷却液性能变化

实际使用的冷却液除了含有乙二醇和水以外,还含有缓蚀剂、消泡剂和稳定剂等各种添加剂。根据缓蚀剂种类的不同,有无机型、有机型和混合型3种,目前无机型冷却液已很少使用。为了更全面地了解高耐醇解型PA66-GF30材料在冷却液中各项性能的变化情况及缓蚀剂种类对其性能的影响,采用北京蓝星公司生产的硅酸盐+有机羧酸盐混合型及全有机羧酸盐型两种类型的冷却液(浓缩液与水按53∶47进行配比,浓缩液主要含有90%以上的乙二醇及5~7%的添加剂)为试验介质,试验温度为125℃,分别在48 h、500 h和1 000 h时间点测量材料的拉伸性能、弯曲性能、切口冲击性能和样条尺寸的变化情况,测试结果见图6。

由图6得出以下结论。

a.材料的拉伸强度、弯曲强度和弯曲模量在前48 h下降较快、后期下降变缓慢,最终保持在50%左右。

b.试验前期,材料吸水后从干态变为湿态,同时乙二醇起到了一定的增塑作用,材料的断裂方式由干态下的完全脆性断裂变为一定的韧性断裂,所以断裂伸长率和切口冲击强度在48 h时与试验前干态相比明显变大;后期随着醇解反应的进行,PA66基体性能开始下降,同时乙二醇降低了玻纤和基体树脂间的粘结强度,断裂伸长率和切口冲击强度的数据开始大幅下降,1 000 h后和试验前相近。

c.由于吸水和乙二醇的增塑作用,材料的尺寸变大,1 000 h后尺寸变化率保持在4%左右。

d.两种类型冷却液对尼龙材料腐蚀性的差异不大,全有机型冷却液的腐蚀性要稍强于混合型冷却液的腐蚀性[3]。

5 PPA 材料和 PPS 材料的耐冷却液性能分析

发动机增压技术的大量应用满足了轻量化及排放法规要求,但随之而来的问题是发动机舱内的温度越来越高。对于水泵叶轮和水泵壳体等受冷却液冲刷严重、零件强度及尺寸精度要求高的部件,如高耐醇解型PA66材料仍无法满足使用要求时,则需要选用性能更好的材料。

PPA(聚苯酰胺)材料、PPS(聚苯硫醚)材料与PA66材料相比具有更高的使用温度、更强的耐醇解性能及更好的尺寸稳定性,因而能够满足更苛刻的使用条件。图7为PPA-GF45材料、PPS-GF40材料和高耐醇解型PA66-GF30材料在125℃下耐冷却液性能的对比结果,试验介质为1∶1的乙二醇+水混合液。从图中可以看出,PPA-GF45材料具有最高的初始拉伸强度,并且其拉伸强度在整个试验过程中也最高;PPS-GF40与PA66-GF30初始拉伸强度相当,但在冷却液中浸泡后,前者拉伸强度下降速率明显慢很多,使得后期PPS-GF40拉伸强度高于PA66-GF30。因此3种材料中,PPAGF45耐冷却液性能最好,PPS-GF40次之,PA66GF30最差。

6 结论

a.冷却系统用PA66材料必须采用耐醇解级或者高耐醇解级的材料,后者与前者相比,耐冷却液性能可提升20%左右。

b.在耐冷却液试验中,高耐醇解级材料的拉伸强度、弯曲强度和弯曲模量在前期下降较快,后期下降变缓慢,最终保持在50%左右;断裂伸长率和切口冲击强度前期变大、后期变小,1 000 h后和试验前相近;由于吸水和乙二醇的增塑作用,材料的尺寸变大,尺寸变化率在1 000 h后保持在4%左右。

c.混合型冷却液及全有机型冷却液对尼龙材料腐蚀性的差异很小,后者的腐蚀性稍强于混前者的腐蚀性。

d.水泵叶轮和水泵壳体等冷却系统中使用要求更高的部件,建议使用耐冷却液性能更好的PPA材料或者PPS材料。

参考文献

[1]陈家瑞.汽车构造第四版[M].北京:人民交通出版社,2006.

[2]张伟.耐水解(醇解)玻璃纤维增强尼龙66的研究[J].工程塑料应用,2006,34(9):12-14.

冷却性能分析论文 第5篇

几何参数对层板冷却性能影响的数值模拟研究

对12种不同几何结构尺寸的`层板进行了系统的耦合传热数值计算,研究了通道高度、扰流柱直径、孔间距与孔径比等几何参数对层板冷却效果的影响.结果表明,在相同的冷气密流条件下,减小通道高度可显著提高冷却效果,孔间距对冷却效果影响不大.这里的结果可为层板的优化设计提供参考.

作 者：李江海 全栋梁 刘松龄 朱惠人 LI Jianghai QUAN Dong-liang LIU Song-ling ZHU Hui-ren 作者单位：西北工业大学,动力与能源学院,西安,710072刊 名：机械设计与制造 ISTIC PKU英文刊名：MACHINERY DESIGN & MANUFACTURE年，卷(期)：“”(9)分类号：V23关键词：航天推进系统 冷却系统 冷却效率

冷却性能分析论文 第6篇

关键词：特大型冷却塔；气动措施；风洞试验；风压特性；风致响应；稳定性

中图分类号：TU279.741 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2016）05-0079-11

Abstract：To study the wind-induced strength and stability properties of large cooling towers with different aerodynamic measures， the pressures of the rigid-body models without or with three different aerodynamic measures were measured by the wind tunnel tests. A nuclear super-large cooling tower inland was considered as the test specimen. The surface wind mean and fluctuating pressure characteristics were investigated from the test results. Furthermore， finite element analysis was conducted to evaluate the dynamic characteristics of natural vibration， the wind-induced response， and the overall and local stability. Finally， the effective rules of the different aerodynamic measures on wind resistance for super-large cooling tower were proposed.

Key words：super large cooling towers； aerodynamic measures； wind tunnel test；wind pressure characteristic；wind-induced response；stability

随着能源产业结构的调整，作为火/核发电厂重要构筑物之一的冷却塔的规模日趋高大化，国内规范条款仅针对高度在165 m以下的冷却塔，其已无法满足当前特大型冷却塔建设的需求，同时塔高和直径的增大使特大型冷却塔在风荷载作用下的承载能力和稳定性能成为制约其发展的瓶颈之一[[1-2].

国内外学者采用风洞试验和有限元方法对大型冷却塔的风致稳定性能进行了大量研究[[3-6]，为其抗风设计提供了很好地技术支持.然而，国内外已有研究成果均未涉及不同气动措施[[7-8]下特大型冷却塔的风压分布特性，更缺乏不同气动措施对其风致响应和稳定性影响的定性和定量分析.

鉴于此，本文以内陆某核电特大型冷却塔工程为背景，对无气动措施和增设3种不同气动措施的冷却塔进行刚体模型测压风洞试验，基于试验结果对比分析表面平均和脉动风压特性；再采用有限元方法进行不同气动措施下特大型冷却塔的风致响应及整体和局部稳定性研究，并与无气动措施下冷却塔的计算结果进行对比分析，最终提炼出不同气动措施对特大型冷却塔结构抗风设计的影响规律，主要结论可为此类特大型冷却塔气动措施的选取提供依据.

1 风洞试验及结果分析

1.1 刚体测压风洞试验

本试验结构原型采用江西某核电特大型自然通风冷却塔[[1]，塔高215 m，淋水面积18 300 m2，喉部高度160 m，中面半径49.64 m，塔筒分段等厚，最小厚度0.26 m，最大厚度1.8 m.表1给出了该工程冷却塔的主要结构尺寸.

测压试验所用风洞为全钢结构闭口回流式低速大气边界层风洞，刚体模型采用1∶500缩尺比，沿环向和子午向共布置36×12个测点.同时在来流前部放置三角尖劈和地面粗糙元来模拟B类地貌的大气边界层风场.由于物理风洞本身的局限性，可通过适当改变模型表面粗糙度和调整试验风速来近似模拟冷却塔高雷诺数时的绕流特性[[9-10].通过比较确定采用二三层纸带间隔分布的形式沿圆周均匀布置宽5 mm，厚0.1 mm共计36条竖向通长粗糙纸带和来流风速10 m/s手段来模拟雷诺数效应（模型雷诺数为1.51×105）.图1给出了在10 m/s试验风速下冷却塔中间断面平均表面压力系数分布与规范值[[11]的对比曲线，由图比较可知

二者吻合较好，故后续不同气动措施下的冷却塔模型均采用此雷诺数模拟方法.

3种气动措施分别为：在进风口上部设置外部进水槽、矩形导风板和弧形导风板，每种导风装置的尺寸如图2所示.相应计算模型简称无措施、措施1、措施2和措施3.其中不同气动措施模型如图3所示.

1.2 结果分析

图4给出了子午向0～50 m，50～100 m，100～150 m和150～215 m高度区间内4种气动措施下冷却塔平均风压随环向角度变化曲线.由图可知，随着高度区间的增大，不同气动措施下冷却塔外表面的平均风压系数与无气动措施的分布差别越来越小，最大影响量从27.69%降至18.02%，在150～215 m高度区域内基本与无气动措施风压曲线分布一致，局部点差异较大；不同气动措施对120°～240°角度范围内即背风区域的风压系数影响较大，对侧风区域和迎风区域的平均风压影响相对较小.

图5给出了子午向0～50 m，50～100 m，100～150 m和150～215 m高度区间内不同气动措施下冷却脉动风压系数均方根对比曲线，对比可知在0～50 m范围内，4种冷却塔脉动风压系数均方根差别较大，最大百分比为33.87%，但随着塔高的增大不同气动措施下的脉动风压均方根逐渐接近无气动措施的分布曲线，且沿环向角度的变化规律趋于一致；在120°～240°角度范围内即背风区域不同气动措施对脉动风压的影响最为显著，在其他角度范围内区别相对较小.

2 动力特性分析

采用有限元方法分别对4种气动措施下的特大型冷却塔进行动力特性分析，图6给出了对应的有限元整体及局部模型，塔筒采用 Shell63单元，子午向和环向分别划分为135和160个单元，支柱和环基采用Beam188单元，环基下部采用空间弹簧单元模拟弹性地基，每根桩基均采用3个力和力矩弹簧单元分别模拟桩沿竖向、环向、径向、绕竖向、绕环向和绕径向的作用，弹簧单元一端与环基刚性连接，另一端与地面固接约束，环基与支柱下部刚接，支柱上部与塔筒下部节点耦合.

图7给出了4种塔型前100阶频率对比曲线.图8给出了4种冷却塔第一阶振型对比图.由图可看出：无气动措施冷却塔首阶振型为环向谐波的有3个，竖向谐波的有2个，而3种气动措施下冷却塔第一阶振型特性完全一致，环向谐波有4个，竖向谐波2个且下部竖向谐波形状完整.由图可看出，四者基频分别为：气动措施2（0.657 0）> 气动措施1（0.656 6）> 气动措施3（0.656 2）> 无气动措施（0.643 8）；措施2冷却塔的各阶频率相比其他三者为最大，在0～60阶范围内，措施1和措施3两种冷却塔的频率十分接近.

3 同组风压下冷却塔的受力性能分析

本节均采用无气动措施冷却塔外表面的平均风压系数对4种冷却塔模型进行加载分析.

3.1 环基与支柱响应

图9和图10给出了同一组风荷载作用下不同气动措施冷却塔环基径向位移曲线和支柱轴力曲线，由图分析可知：1）气动措施的设置对于环基侧风区域的径向位移影响最大，对背风区域影响相对略小，对迎风区域的环基径向位移影响最小，4者几乎吻合；2）不同气动措施下冷却塔的支柱轴力分布趋势一致，在侧风区和背风区局部支柱处略有差别.

3.2 塔筒响应

图11给出了同一组风压下塔筒70°子午线上的节点径向位移和单元环向应力沿高度变化曲线图.由图可见当对不同气动措施冷却塔施加同一组风压时，70°子午线上的节点径向位移和单元环向应力几乎没有差别，仅在气动措施所在处高度及喉部有较小差别.

3.3 整体稳定性验算

进行整体稳定性[12]验算的输入荷载组合为自重+K（风荷载+内吸力），K为失稳特征值，失稳临界风速是K与基本风速的乘积，此时的风荷载均为无气动措施下冷却塔的表面风荷载.

计算得到4种气动措施下冷却塔的屈曲系数、临界风速及屈曲模态如表2所示.由表可知：1）气动措施的设置可以提高冷却塔的静风整体稳定性；2）同一风荷载作用下措施1对提高冷却塔整体稳定性的影响效果最好，此时对应的屈曲失稳临界风速为217.29 m/s.

4 风致响应特性

本节采用不同气动措施下对应各自的冷却塔外表面平均风压系数对四种冷却塔进行静风加载，具体研究不同气动措施及其风压分布对冷却塔受力性能和屈曲稳定的影响.

4.1 环基位移

图12给出了不同气动措施下冷却塔环基的径向、环向和竖向位移曲线.由图可见：1）对应风荷载作用不同气动措施对冷却塔环基的变形影响作用较大，4种塔型位移变化规律一致； 2）不同气动措施对冷却塔的位移影响在侧风区域和背风区域影响较大，在迎风区域影响较小；3）冷却塔的竖向位移变化剧烈，不同范围内的节点竖向位移突变严重.

4.2 支柱内力

图13给出了不同气动措施下冷却塔支柱顶部轴力变化曲线，按支柱倾斜方向分为奇数支柱和偶数支柱.由图看出：1）奇数支柱与偶数支柱轴向力呈轴对称；2）不同气动措施下冷却塔的支柱轴向力分布趋势几乎相同，无气动措施奇数和偶数支柱轴向力分别在支柱编号16～24范围内和编号24～32范围内突然减小，其它范围内冷却塔支柱轴向力以气动措施1作用下最大，以无气动措施作用下为最小，气动措施2和3对支柱轴向力影响相当.

4.3 塔筒位移

选择迎风点（0°）、零压力系数点（30°）、负压极大值点（70°）及背风点（180°）4个代表性区域进行不同气动措施冷却塔的筒壁位移响应分析.图14给出了不同气动措施冷却塔在各自风荷载作用下的塔筒0°，30°，70°及180°子午线上径向位移随高度的变化曲线.

对比分析可得：1）不同气动措施冷却塔在0°和70°子午线上节点径向位移在喉部以下比较接近，在喉部以上数值稍有差异，最大相差12.67%；2）在30°子午线上的径向位移差异较大，125 m以下无气动措施冷却塔位移最大，带弧形导风板冷却塔位移最小，达到喉部高度后位移突然减小，其中以无气动措施冷却塔减小趋势最明显；3）180°子午线上节点位移在塔筒中下部以无气动措施冷却塔最大，达到喉部高度后位移均开始减小.

喉部壁厚较薄，属于冷却塔的薄弱部位，有必要对其径向位移分布特性进行研究.图15给出了4种气动措施下冷却塔的喉部径向位移随角度的变化曲线，可将0.00圆环假定为冷却塔喉部原形.由图可见4种冷却塔的喉部径向位移大小和变化趋势几乎一致，其中喉部最大径向负位移-0.041出现在正迎风角0°处，最大正位移0.036出现在±70°附近；在0°～45°范围内，径向位移为负，且逐渐减小；45°～70°范围内，径向位移为正，且逐渐增大；70°～100°范围内，径向位移为正，且逐渐减小；100°～180°范围内，径向位移先增大后减小至0继而增大至0.005左右.

4.4 塔筒应力

以无气动措施冷却塔为例，图16提取了塔筒所有节点的环向和子午向应力等势线图.由图可发现环向和子午向应力较大值均出现在±70°左右，故后

续以70°子午线上的应力值进行4种气动措施下冷却塔的应力对比研究.

图17给出了70°子午向4种气动措施下冷却塔的环向和子午向应力沿塔高的变化曲线对比图.由图对比分析可见：1）4种冷却塔的环向、子午向应力沿塔高变化基本相同；2）由于自重的积累，塔筒底部应力最大，在气动措施设置高度处应力骤减；3）随着冷却塔标高的增大，应力逐渐减小，在喉部处略有突变，但总体趋势不变，冷却塔顶部壁厚较薄，平台外伸，应力突增.

5 静风稳定性分析

5.1 计算特征值法整体稳定性验算

采用不同气动措施下对应各自的冷却塔外表面风荷载进行稳定性验算，计算得到4种气动措施下冷却塔的屈曲系数、临界风速及屈曲模态如表3所示.由表可知：1）气动措施的设置可以提高冷却塔的静风整体稳定性；2）措施2和3对冷却塔整体稳定性的影响效果相当，气动措施1对冷却塔的整体稳定性改善效果最为显著，对应的屈曲失稳临界风速为71.45 m/s，小于统一风压分布模式下的临界风速71.7 0m/s.

5.2 局部稳定性验算

采用规范[[13-14]提出的屈曲应力计算方法分析冷却塔的局部稳定性.图18给出了4种气动措施下塔筒局部稳定系数云图，由于计算得到的不同部位局部稳定因子[[15]数值相差较大，为便于对比，图中数值由实际局部稳定因子取对数给出.由图可见：1）4种气动措施下冷却塔的最小局部稳定系数为：无气动措施（4.34）<气动措施3（4.46）<气动措施2（4.50）<气动措施1（4.56），出现位置大致相同，均在环向±75°附近、高度30～80 m范围内，故在设计时应局部加固此处；2）无气动措施冷却塔的局部稳定因子最小，气动措施2下冷却塔的数值分布范围比其他三者广；3）气动措施1与气动措施3下冷却塔的数值分布相似，但后者偏于安全，故在局部稳定性方面，建议选择弧形导风装置进行气动措施设置.

6 结 论

结合风洞试验和有限元分析，对不同气动措施下冷却塔表面风压特性和风致强度及稳定性进行了对比研究，得到主要结论如下：

1）不同气动措施对于大型冷却塔表面平均和脉动风压分布有一定影响，主要体现在0～50 m高度区域内，最大影响量分别为27.69%和33.87%.随着塔高增加不同气动措施冷却塔表面环向平均和脉动风压分布逐渐与无气动措施的分布曲线接近，在150～215 m高度区域内风压分布基本一致；不同气动措施对环向120°～240°角度范围内即背风区域的风荷载影响较大，对侧风区域和迎风区域影响相对较小；

2）针对不同气动措施对冷却塔风致位移和内力响应的影响，采用统一风压分布模式计算要比采用对应模型表面风压要小，而相应的屈曲失稳临界风速前者则要偏大为71.70 m/s；

3）不同气动措施均可提高冷却塔结构基频，分别为：气动措施2（0.657 0）> 气动措施1（0.656 6）> 气动措施3（0.656 2）> 无气动措施（0.643 8），且对冷却塔的振型影响较为显著；

4）不同气动措施对环基位移、筒壁位移和应力分布特性影响较小，但对支柱轴向力影响较大，带有外部进水槽的冷却塔轴向力最大，两种导风板对支柱轴向力的影响相当；

5）不同气动措施均可提高冷却塔的静风整体稳定性，其中以外部进水槽对冷却塔的整体稳定性改善效果最优，对应屈曲失稳临界风速为71.45 m/s；增设外部进水槽冷却塔局部稳定因子值较大，在局部稳定性方面相对其他气动措施更为安全.

参考文献

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层流冷却系统改进措施分析 第7篇

一、层流冷却系统

层流冷却就是使低水头的水通过水箱或者其他集水装置, 流过弯曲管后形成的一种漫流无旋的层流状水体。这种水体干净无杂质。在轧机的轨道上方, 冷却水形成一层冷却带, 并通过特定装置在一定的高度往钢板上平稳均匀地洒落。这种洒落方式有效地扩大了水体与板材的接触面积, 接触的面积越大, 对板材的冷却效率就越高。对于层流冷却系统的控制, 必须根据企业对生产的需要, 采用不同的冷却方式进行。一般层流冷却系统的控制都是根据原始参数的拟定, 计算板材的温度, 设定冷却所需的长度。然后根据测量结果计算冷却管的数量, 对其进行水量的调节, 这样的工艺流程一般比较复杂, 其中最重要的就是水量调节和板材温度计算。两者对层流冷却要求影响很大。要达到工业生产中卷曲温度的目的, 在冷却装置上应装设相应的检测仪器, 这些仪器可以提供所需要的数据。如, 在供水管道上设置水温和水压的测量仪器, 可以根据数据调控水位;加设保温罩是为了保证精轧开轧温度, 如果这个温度不保证, 轧机轧制负荷将增大, 会引起板子的终轧温度降低, 从而导致板子晶粒细小、硬度过高, 对设备损害极大。层流冷却是为了控制卷取温度, 通过层流冷却系统, 控制钢板的冷却速度, 达到设定的卷取温度, 从而得到剧痛优良组织和性能的产品。

二、影响层流冷却系统的因素

1. 冷却水流的温度。

在轧机的上方, 冷却带对水量的调控起着重大作用, 冷却水流量越大, 换热效率就越大。但是温度对冷却效率的影响很大, 因此, 必须在一定范围内调控水的温度。

2. 钢板的运行速度。

在板材生产中, 轧机上的钢板运行速度的快慢影响冷却效果的好坏。实验证明, 板材在生产中运动速度越快, 冷却的效率越高。板材运动速度越快, 水体流在板材表面产生的蒸汽膜就越薄透。在板材上产生的气泡会随蒸汽膜数量的减少而减少。不利于层流冷却的效果。但是调控速度必须在可行范围之内, 过快的速度也无法够达到最优效果。

3. 侧喷角度及压力大小。

调节侧喷角度的大小, 使水体喷洒在板材中间, 不能喷洒在板材的边部, 否则会导致板材的边部过冷瓢曲, 给生产到来一定的负面影响。而侧喷的压力也是有一定的规定, 不能超过极限范围。侧喷压力越大, 板材与水体的热交换就越充沛, 冷却也越均匀。

4. 水流雷诺系数的影响。

测量集水箱内流体的流量, 就要了解一些物理参量的变化。如, 流体分布, 流体的状态等。实验表明, 雷诺系数跟流速、集水箱管道直径以及流体黏滞性有关系, 雷诺系数越大, 层流状态越差, 冷却效率就越低。反之, 雷诺系数越小, 表明流体的状态以及分布均匀, 层流的状态越好, 冷却效率就越高。

三、层流冷却系统优化改进措施

层流冷却系统虽然冷却能力强, 喷水在板材上表面以及纵向冷却均匀, 但是冷却距离较长, 横向冷还受集管距离影响, 不能做到均匀冷却。层流冷却的水质干净无杂质, 对水的质量要求很高。同时, 系统设备比较庞大, 不符合工业生产中简单、易操纵的标准, 且维修困难。板材的不均匀冷却是导致板材质量问题的主要原因。本文, 笔者主要针对板材的横向不均匀冷却、厚度方向的不均匀冷却等问题进行分析, 并提出了相应的改进措施。

(1) 板材横向冷却不均匀问题改进措施。板材横向冷却不均匀使得表面中部存水, 造成板材中间的热量不能及时散发, 导致板材传热系数变低。板材两边的热量散发过快, 而中间的热量散发较慢, 板材的两边和中间的传热系数差距过大, 从而导致板材变形。对于这类问题, 在工艺上一般采取边部遮蔽技术。采用该技术, 两侧的喷水量可由板宽调节, 遮蔽挡板可以防止水流直接喷在两侧, 从而保证板材两侧和中间的传热系数处在同一水平, 使板材横向散热均匀。

(2) 板材厚度方向的冷却不均匀问题改进措施。对于该问题, 一般采取自动调控上、下集中管水量的措施。这一措施不仅能够保证控冷装置的开关控制方式, 还能对集水管的上、下表面进行合理的调节, 均匀地分配送水量, 最终将温度控制与板材的厚度协调起来。

(3) 其他改进措施。对层流冷却系统中的液位进行控制, 可以得到稳定的液位, 这对保持集管流量的稳定和上位机预设的精度都是非常重要的。对目标卷取温度进行前馈和反馈控制, 提高卷取温度的控制精度, 也是提高板材质量的有效措施。

闭式冷却塔性能优化 第8篇

1 结构因素影响

1.1 换热盘管管径对性能的影响

当管径变大时, 在其它结构参数和运行参数不变的前提下, 管径增大, 导致空气掠过盘管表面的时间增加, 使得喷淋水在塔体内的蒸发量增加, 即蒸发冷却能力增强, 传质系数提高;与此同时, 由于管径变大, 在循环冷却水量和盘管表面积不变的前提下, 水的流速减小, 使得流体湍流度降低, 使盘管内水与管壁间的换热能力下降, 换热系数减小。因此, 在对盘管进行优化时, 要同时考虑管径的变化分别对传热系数和传质系数的影响, 使其在某一范围内达到最优值。

1.2 换热盘管管间距对性能的影响

科学实验和生产实践证明, 当盘管之间布置成正三角形、管间距是管外径的1.5~2倍时, 可使喷淋水充分浸润盘管的外表面, 使喷淋水覆盖面积达到最大, 增大盘管的换热能力, 同时也提高冷却塔的冷却能力。

2 运行因素影响

2.1 管内流速对性能的影响

在盘管截面积不变的前提下, 管内工质流速变化就是管内流量的变化, 在喷淋水密度、进塔空气量等参数不变时, 流速的变化对冷却水至喷淋水膜之间的传热传质有着很大的影响。当流速增大时, 一方面管内冷却流体与换热盘管间壁接触时间减少, 导致不能充分换热;另一方面管内流速增大直接使得系统热负荷增加, 在喷淋水密度、进塔空气量等参数不变时, 直接会导致冷却塔出水温度下降。当流速减小时, 管内工质湍流度降低, 使盘管内水与管壁间的换热能力下降, 直接导致换热能力降低。因此管内流速的增大或减少都将会影响管内冷却水的进出口温度, 影响冷却幅宽。

2.2 喷淋密度对性能的影响

当喷淋密度增加时, 盘管外壁形成的水膜将完全浸润盘管外表面, 并且在喷淋水一定压力的条件下, 形成的水膜在盘管外表面以一定速度流动, 这将使管内部热量的传递大大增加, 冷却水出口温度下降, 进出口水温差增大, 强化了传热传质换热效果;然而, 当喷淋水密度增加过多时, 将会使盘管外表面的水膜形成一定厚度, 水膜的厚度明显增加了热阻, 影响管内热量向喷淋水和空气传递, 因此喷淋水密度不宜过大, 只要能够保证浸润盘管外表面所需最小喷淋密度即可。

2.3 湿球温度对性能的影响

冷却塔中冷却水主要是依靠热传递、热对流、蒸发等形式将热量传给周围的空气。在设计和选择冷却塔时, 湿球温度是最主要的气象参数。湿球温度代表在当地气温条件下, 水可能被冷却的最低温度, 即冷却塔出口水温的理论极限值。从理论上来说, 冷却塔出口水温可以降到空气的湿球温度, 这必须要求冷却塔的结构尺寸要无限大、空气与水充分接触的时间要无限长, 再加上闭式冷却塔是属于间壁式换热, 冷却效果并没有开式冷却塔好, 这显然是不可能的。通过实验测得数据表明, 闭式冷却塔出口水温一般比空气湿球温度高3~5℃。在冷却塔的结构尺寸及系统热负荷一定的条件下, 随着入口空气湿球温度的升高, 冷却水出口温度升高, 冷却塔的冷却能力下降;反之, 随着入口空气湿球温度下降, 冷却水出口温度降低, 冷却幅宽增加, 冷却能力增强。

3 优化结果分析

3.1 工质流速优化

控制喷淋密度Γ=0.05kg/m!·s"、空气进风量qair=200m3/k!W·h"不变, vp取0.8~1.6m/s范围。

管程压降与工质流速近似成二次函数递增关系变化, 这是由于在管程压降dpt的表达式中, dpt约为vp的二次函数;在一定流速变化范围内, 空气外掠管束压降dp基本保持不变, 只是在vp=0.92m/s时, dp突然变小, 这是由于工质流速的增长, 盘管管程数减少的原因。

考虑流速变化对管程压降和空气外掠管束综合作用及换热面积的影响, 随着vp的增长, A越来越小, dpt+dp超来越大, 这是因为vp正比于雷诺数Re, Re正比于综合换数系数K, 而K反比于A。因此为满足以更小的A获得较大的K值, 所以取两曲线的交点, 即取1.25m/s为最优。

3.2 喷淋密度优化

控制vp=0.125m/s、空气进风量qair=200m3/k!W·h"不变, 喷淋密度Γ在0.05~0.5kg/m!·s"范围内变化。

喷淋密度Γ对管程压降dpt几乎没有影响, 只是Γ≈0.1 kg/!m·s"时, dpt减小, 这是由于管程数减小的原因;空气外掠盘管压长dp随着喷淋密度Γ的增加而增加, 这是由于dp表达式中与喷淋密度Γ成正比关系。由图可知, 随着Γ的增加, 换热面积A减小, dp增大, 为使得压降不大时, 取得较小的换热面积, 故取两曲线交点, 即喷淋密度Γ为0.15kg/m!·s"时最优。

3.3 空气进风量优化

控制vp=0.125m/s、喷淋密度Γ=0.15kg/m!·s"不变, 空气进风量qair在200~1000m3/k!W·h"范围内变化。由管程压降公式可知, dpt不是空气进风量qair的函数, 所以空气进风量变化过程中, dpt一直保持不变。

随着空气进风量qair的增大, 空气外掠管束的压降增加, 盘管的换热的面积A却减小, 这是因为dp正比于空气质量流量qma, 且qma正比于qair;换热面积A与qair成反比。为使得压降不大时, 取得较小的换热面积, 故取两曲线交点, 即空气进风量qair为600m3/k!W·h"时最优。

参考文献

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空压机冷却系统性能分析与维护 第9篇

关键词：螺杆空压机,冷却系统,运行效率,经济运行

1 前言

我公司中心空压站现有4台离心机和3台螺杆机。这7台空压机冷却方式通过循环水系统进行冷却。对于空压机来说, 冷却水质量, 不仅影响到空压机冷却效率, 还会影响到供风设备的工作性能, 如:使用寿命缩短, 维护保养周期变短, 润滑油使用周期变短, 工作效率降低, 零件强度被破坏等等。因此, 在日常设备的运行、维护、检修过程中, 冷却器的问题必须引起相关人员的注意, 以避免造成设备的损坏和动能停供。

2 冷却系统对空压机的影响

空压机运行的核心部分是压缩。空压机在压缩过程中消耗技术功会产生大量的热量, 这些热量影响着空压机运行。下面对空压机压缩过程中的技术功进行详细分析。

2.1 冷却系统对空压机压缩过程的影响

通过压力—体积曲线图分析:

假设热力曲线1-2S-b-a-1为冷却系统在绝热条件下;热力曲线1-2n-b-a-1为冷却系统在实际任意工况条件下;热力曲线1-2T-b-a-1为冷却系统完全冷却条件下。

通过技术功公式:w=-∫vdp;

从上图可以看出, 技术功消耗为曲线围成的面积。实际工况下的技术功消耗, 介于完全冷却和完全绝热之间。可见在空压机实际运行过程中冷却系统优良, 影响着空压机的工作效率。

2.2 冷却性能对空压机运行的影响

我公司空压机冷却器换热管束管径小 (φ8 mm和φ10 mm) , 易发生堵塞。下面结合实际谈谈冷却水质量对空压机的一些危害:

(1) 水质对空压机运行的影响

1) 我公司空压站北面是铸造钢厂, 钢厂的大量型砂与灰尘漂落到冷却塔中, 进入到水池, 与水池中的细菌和藻类形成了生物粘泥, 通过供水设备进入到冷却器管束中, 附在管束内壁, 除了会引起腐蚀外, 还会使管束管径变小, 影响冷却水的流量, 降低冷却效率。严重时, 这些生物粘泥会堆积起来, 形成水垢, 将水管堵死, 不得不停产检修。

2) 在空压机运行中, 冷却器管束进入很多杂物, 如塑料袋、填料碎片、焊渣等, 这些杂物极容易造成冷却器管路堵塞, 降低冷却效率。例如我车间离心机运行时, 出现过焊渣、塑料袋和填料等杂物堵塞冷却器, 这些都是在施工中未做好防护, 使这些杂物进入到冷却器中。

(2) 冷却效果对空压机的影响

1) 使用寿命缩短:空压机冷却效果差, 会导致很多问题, 如: (a) 油温升高使润滑油变稀而压力降低, 导致空压机压缩机头润滑效果下降, 机头零件磨损加剧使用寿命缩短。 (b) 如果初级压缩的高温空气未被冷却器完全冷却或冷却不到适合的温度, 不仅会增加下一级压缩过程所需的技术功, 还会使压缩机头疲劳损坏的安全隐患。

2) 维修保养周期变短:空压机冷却效果差, 会导致空压机温度升高, 油与空气中的灰尘在高温下产生油垢等胶状混合物, 而这些物质又很容易污染、损坏相关配件, 导致空压机维修保养周期变短。

3) 工作效率降低:当冷却系统水温过高, 压缩空气在冷却器中未被完全冷却或冷却不到位, 使压缩空气在压缩机头中的高温膨胀, 导致吸气量降低, 排气量也降低, 整个空压机工作效率降低。

3 空压机冷却系统维护

3.1 冷却器堵塞、结垢处理方法

我公司空压机冷却器管束材质为铜管和不锈钢管两种, 在日常维护和清洗冷却器水垢采用的物理清洗和化学清洗方法。

(1) 物理清洗:我公司采用通透法。用φ6的硬钢丝, 在管内通透, 然后使用钢丝刷清理管束内表面, 再用自来水清洗管束里面残余的粘泥。这种清洗方法优点是效果快、操作简单、清洗强度低, 但缺点是需拆装冷却器, 易造成机械损伤。

(2) 化学清洗:我公司采用两种方法。一种是在循环水池中加入“在线除垢清洗剂”, 该方法只能去除少量细菌和藻类或抑制其生长, 减少进入冷却器管束的粘泥;另一种是单台冷却系统循环清理, 采用合适的不锈钢循环水泵作为动力, 抽取合适地清洗剂在冷却系统中循环, 运行浸泡12小时即可。化学清洗的优点, 清洗强度较低、更完全;避免机械清洗对管束造成的损伤;可以不用拆装冷却器, 但选择清洗剂不能对冷却器有损害, 还需要做好残液排放。

(3) 先进仪器除垢:除了上述两种常用的清洗方法外, 出现了高科技除垢方法—高磁除垢, 它利用永久磁场的效应, 激活循环水中沉淀的钙镁离子, 使钙镁离子无法与碳酸根离子结合, 达到除垢的效果。我公司在空压站能量回收装置运用这项新技术, 效果良好。

3.2 冷却器内部水路密封件移位、老化处理

在冷却器检修中发现, 空压机各级冷却器端盖中的隔水橡胶密封垫, 经常出现移位或老化, 这样使冷却管程变小, 实际冷却面积变小, 冷却效果变差。经过详细的研究, 确定对隔水橡胶密封垫进行改进, 在端盖上制作一个卡槽, 直接将密封垫涂上801胶, 安装在卡槽上。安装后, 不但保证了密封作用, 还杜绝了橡胶密封垫移位现象。

在冷却器拆装过程中, 发现冷却器的O形密封圈老化, 造成部分冷却水进入到壳体, 造成了油变质及空气含水量高。针对上述问题, 在检修时, 对O形密封圈进行了润滑处理, 在密封位置和O形密封圈上都涂了三锂基脂, 有利于冷却器内芯顺利进入壳体内腔, 同时保证O形密封圈的密封效果。

4 结论

空压机冷却系统性能的好坏直接影响着空压机的使用寿命、保养周期和工作效率。因此, 在日常的维护保养中, 要结合理论知识和实践经验, 才能够能够有效地确保空压机的安全经济运行, 为公司压缩空气的连续、稳定供应提供有力的保障。

参考文献

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电厂冷却塔防结冰分析 第10篇

三河发电厂一期工程为2台日本三菱重工制造的350MW亚临界、一次中间再热凝汽式机组,二期工程为东方汽轮机厂制造的C300/220-16.7/0.3/537/537型亚临界、采暖抽汽凝汽式机组,采用BO160/45型PVC除水器,双曲线自然通风冷却塔,塔内装有S波(PVC)淋水填料,用竖井把塔分成4个配水区,采用反射Ⅲ型喷溅装置。由于三河发电厂所处地理位置,其冷却塔在冬季运行中经常发生进风口处、塔内部填料及支承梁柱上结冰,影响了冷却塔的冷却效果,破坏了冷却塔填料,降低了冷却塔结构的使用寿命。因此,本文分析了该厂冷却塔结冰原因,对冷却塔进行了防结冰研究,以寻找适宜的防结冰方法。

1 自然通风冷却塔传热原理

自然通风逆流式冷却塔的通风筒采用双曲线[1],用钢筋混凝土浇制,其循环水回水(热水)由管道通过竖井送入热水分配系统。配水系统在平面上呈网状布置,系槽式布水,通过喷溅装置将水洒到填料上,经填料后成雨状落入蓄水池,冷却后的水经过循环水泵进入凝汽器循环利用。塔筒底部为进风口,用人字柱或交叉柱支承。空气从进风口进入塔体,穿过填料下方的雨区,与热水流动成相反方向流过填料,通过收水器回收空气中的水滴后,再从塔筒出口排出。塔外冷空气进入冷却塔后,吸收由热水蒸发和接触散失的热量,温度增加,湿度变大,密度变小。因此,收水器以上的空气经常是饱和或接近饱和状态,塔外空气的温度较低,湿度较小,密度较大。由于塔内、外空气密度有差异,在进风口内外产生压差,致使塔外空气源源不断地流进塔内而无需通风机械提供动力,形成自然通风冷却循环水。

2 冷却塔的配水系统和喷溅装置

2.1 冷却塔配水系统

循环水回水由管道送入冷却塔,经竖井至槽式配水系统,由主水槽、分水槽和配水槽组成三级栅栏状配水结构,将水分布到整个塔的断面上,由喷溅装置将热水转变成小水滴,尽量均匀地洒在填料上,以提高冷却效果。

2.2 喷溅装置

喷溅装置基本上可以分成两类,一类是靠冲击力将成股的水扯成水滴;另一类是旋转型的,靠离心力将水流扯开,洒向四周。前者要求水压较低,多用于槽式配水;后者要求水压较高,多用于管式配水。一期机组的冷却塔分别配备的是反射Ⅲ型喷溅装置。

3 冷却塔的结冰情况

3.1 结冰部位

1) 冷却塔进风口处结冰。自然通风逆流式冷却塔一般容易在塔的筒内壁下缘结冰,冷却塔最外围、迎着风向的一侧结冰严重,与人字柱一起将进风口的大部分封堵。

2) 塔内部填料及支承梁柱上结冰。当机组负荷减小、循环水温或水量降低及气温突然下降时,如不及时采取相应措施,就可能在填料下端部位及支承梁上结冰。结冰会将支承梁柱压坏或使填料塌落。三河发电厂一期工程机组在冬季运行时,上述部位结冰比较严重,有时还会将淋水填料拉掉下来。冬季结冰情况如图1所示。

3) 塔顶上结冰。在自然通风冷却塔塔筒顶部刚性环内外,出塔湿热空气的水蒸汽凝结在其上面结冰,加重塔顶负荷,甚至会落下砸伤行人。

3.2 结冰原因

由于冷却塔的内壁下缘处经常淋不到热水,只是从填料中溅出的水沿塔筒内壁流到这些部位,热水量不大;外部的0℃以下的冷空气以较高的流速从进风口上缘进入塔内,提供充分的低温空气;为了节能,2台循环泵停运1台,水量减少,水的流速低,水温降到冰点以下时造成冷却塔进风口处结冰。淋水盘(淋水填料)部分缺失,使其它部位热水量减少,局部水温降到冰点以下时造成冷却塔内部填料及支承梁柱上结冰。

一期工程抽汽供热投入后,当外界环境温度降低时,增加了供热量和抽汽流量,进入凝汽器的热量减少很多,使循环水吸热量减少,造成循环水回水温度低,加剧冷却塔结冰。

3.3 结冰的危害性

1) 影响冷却塔的冷却效果。冷却塔进风口结成冰帘以后,进风面积减小,减少塔内的对流风量,在一定程度上降低对流换热效果,因而影响塔的冷却效果,降低机组真空。填料处结冰以后,影响填料的效率,影响了冷却塔的冷却效果。

2) 增加冷却塔结构的荷重。冷却塔结冰以后,增加了冰的荷重,如果设计中未考虑此荷重或考虑不充分,就会造成冷却塔结构损坏。

3) 降低冷却塔结构使用寿命。冷却塔混凝土的多次冻融会减少其使用寿命,尤其在有裂缝的部位,更易造成混凝土的破坏。

4) 破坏冷却塔填料。冷却塔填料一般为陶瓷或PVC材料制作,结冰会使填料过冷碎裂,填料塌落。对冷却塔冲冰或冰自然融化后,都会将冷却塔填料一起带下,造成填料层的损坏。

5) 堵塞循泵滤网、凝汽器钢管。冰块脱落后进入循泵入口滤网,堵塞循泵滤网,造成循泵入口水位波动。填料部分结冰碎裂的碎片进入凝汽器堵塞钢管,凝汽器端差上升影响胶球系统收球率。

4 冷却塔防结冰方法的研究

4.1 冷却塔内部防结冰

为了防止冷却塔内部结冰,增加1台循环水泵运行,提高循环水流量。塔内部填料及支承梁柱上结冰较大时,启动另1台循环水泵,保持高流量,使大量热水经过填料直接融化冻冰。当冰融化后,保持1台循环水泵运行。2012年2月2日三河发电厂水塔内部结冰比较严重,增加了1台循环水泵,保持高流量进行水塔内部化冰,4h后冷却塔内部冰全部融化,效果明显。

4.2 冷却塔外部防结冰

4.2.1 加大冷却塔外围淋水密度

对容易结冰的塔外围,相对加大淋水密度。利用供热前停机检修机会,进入冷却塔配水系统内部,有计划的封堵部分配水槽(供热后停机时拆除)[2],修复淋水填料,使配水均衡;清理塔外围的分水槽和配水槽末端的淤泥和杂物,防止塔外围的分水槽和配水槽末端因淤泥、杂物的沉积或喷嘴的堵塞,增加塔外围局部循环水量,增大热量,增加进风口处进风阻力,减少塔内的空气流量,提高塔内温度,达到冷却塔防冻目的。用1台循环水泵运行,停止内圈供水、保留冷却塔外圈淋水的配水方式,提高循环水温度,降低冷却塔结冰的几率。

4.2.2 塔筒内壁加设防冻管

在冷却塔筒内壁加设1圈防冻管,直接从回水管上引水,并加装1只阀门调节水量,最大设计防冻水量约为进塔总循环水量的10%~20%。在防冻管上开孔,向内斜下方喷水,形成一道热水幕,可防止塔在进风口处结冰。同时,由于大量热水不经过填料冷却直接进入蓄水池,提高了蓄水池的水温,防止冷却塔结冰。二期工程设计时采用此方式,冷却塔外围效果较好,但冷却塔中间部位有结冰现象。一期塔筒内壁安装空间较小,没有设计防冻管,只能安装在塔筒外部,影响防冻效果。

4.2.3 塔体下部加装玻璃钢挡风板

玻璃钢挡风板工艺如图2所示,该挡风板技术充分借鉴和运用空气动力学原理,减少进入冷却塔的空气量,干扰冷空气对冷却冷却塔的侵袭,使气流呈现“塔外风起,塔内风落;塔外风急,塔内风缓;塔外风强,塔内风弱;塔外弱风,塔内微风”的相对恒定状态。挡风板对严冬季节消除塔芯底部外缘区域结冰,效果明显。冷却塔挡风板一般采用玻璃钢材料,玻璃钢具有强度高、韧性好、耐冲击、抗老化性能极佳的特性。

挡风板技术的劳动强度较大,灵活性差,不能实现循环水温自动控制,气温骤升时对机组真空影响较大,不能及时调节。

4.2.4 塔体下部采用冷却塔冰膜法

冷却塔冰膜防冻法[3]如图3所示。根据挡风板原理,用钢丝网代替玻璃钢挡风板,在钢丝网外侧安装有喷水雾功能的压力水管。当环境温度较低时,在钢丝网上喷水雾,结冰形成冰膜,起到挡风板的作用;当环境温度较高时,冰膜自动融化,有利于提高冷却塔的冷却效果。

使用冷却塔冰膜防寒法时,冰膜随天气温度、负荷变化而变化,改变冰膜孔洞的大小和融化速度能保持循环水入口温度在一定范围内,实现循环水温度可控,如图4所示。气温低于-5℃时,冰膜基本不融化,冷却塔冰膜防冻法具有冬季运行的实效性。但是,冰膜防冻法容易发生水管喷头冰冻现象,运行中操作量大;夏季冷却塔进风量小,影响机组真空效果。

4.2.5 自主设计折水板可调冰膜防冻法

研究发现,双曲线形自然通风冷却塔淋水装置部分上小下大,在冷却塔进风口上檐的塔筒内侧有1个水淋不到的三角区,溅散的水可以顺塔筒内壁及人字柱流下,流速较低,流量较小,热量较低,是造成进风口上部及人字柱处结冰不可忽视的一个重要原因。通过技术改进,设计了折水板可调冰膜防冻方法,如图5所示。

在人字柱上固定两类铁环,一类铁环上焊接2个固定杆,一侧固定杆支持固定折水板B,另一侧固定钢筋D。另一类铁环上焊接1个固定杆,固定钢筋D1或D2。折水板夹角成120~135°,折水板用钢板材料(玻璃钢等材料),垂直段长度为0.6~1.0 m(根据横梁高度确定),倾斜段长度为0.4~0.6 m(根据实验确定),之间用折页连接(或焊接固定),折水板背水侧焊接钢管,套在铁环固定杆上,在钢管上开4个孔,用销钉固定,用来调节折水板角度(可考虑再加1组拉杆固定),满足防结冰要求。将钢丝网A固定在钢筋上,钢丝迎风面网高6~8 m,背风面网高2~3 m(根据实验确定)。

冷却塔外围结冰时,冷却塔塔筒壁内侧的水不直接滴落到水池,而是沿着塔筒内壁及人字柱流下,流速低,流量小。当外界0℃以下的冷却风通过人字柱进入冷却塔后,水很快就结冰在人字柱上,水继续沿着已结冰的人字柱下流,继续结冰,形成冰墙,要改变这种现象,需要将筒壁内侧的水改变流动方向,通过折水板来实现。

折水板的作用是最边缘的水沿着冷却塔内部和折水板垂直端流下时,经过折水板倾斜段改变方向,流入冷却塔内,防止水从塔内壁流下,形成一个环状水幕,对冷却塔内水外溅起到包围作用。水塔淋水区边缘与塔内壁人字柱距离远,使水接触到人字柱的机会大大减少,结冰几率大大降低。

折水板垂直段起到挡风墙的作用,长度根据横梁高度确定,能减小进入冷却塔的风量。考虑折水板安装和稳定性,垂直段下部安装时要向塔里倾斜一点,与固定垂直段铁环连杆和人字柱形成三角形结构,稳定性高。倾斜段长度要满足水量要求,调节倾斜段角度时,改变钢管上孔的位置调整倾斜段支撑连杆长度,使下落的水远离人字柱,实现部分防结冰目的。在折水板下部、人字柱外部安装钢丝网,用目数多的钢丝网(目数根据实验确定)。钢丝网比冰膜法用量少1/2左右,不采用有喷水雾功能的压力水管,重量较轻。在冬季,水塔外面形成了大量水雾,水雾遇到钢丝网后形成冰膜,起到挡风板的作用,并且能够自动调节。当气温高于-5℃时,折水板起主要作用,冰膜随天气温度、负荷变化而变化,改变冰膜孔洞的大小,改变进风量。当气温低于-5℃时,冷却塔底部水滴受周围空气动力场影响,附着在钢丝网上自动形成冰膜,不易融化,起到挡风板的作用,在冰膜与折水板共同作用下实现冷却塔不结冰的目的。

折水板和钢丝网的设置对冷却塔的进气有一定影响,会增加气流的阻力,提高循环水温度,降低凝汽器过冷却,提高机组经济性。但是,夏季会影响到冷却塔冷却效果,影响机组真空,可将其拆除,不需要停机处理。钢丝网和折水板采用分段加工,工艺结构简单,安装方便,劳动强度小,冷却塔运行中随时可以安装拆卸,便于检修,折水板角度可调,起到防冻管的作用。

5 结论

通过上述对冷却塔结冰研究分析,有效的防结冰方法:

1) 利用折水板可调冰膜防冻法,改变折水板角度,实现冷却塔内壁水量集中,加装部分钢丝网能起到挡风板的作用,减少冷空气进入,提高水温,防止塔芯底部及外缘区域结冰。

2) 定期清理塔外围的分水槽和配水槽末端的淤泥和杂物,采用1台循环水泵运行、停止内圈供水、保留冷却塔外圈淋水的配水方式,可实现冬季冷却塔不结冰运行。

参考文献

[1]赵振国.冷却塔[M].北京:水利电力出版社,1997.

[2]毕庆生.冷水塔冬季结冰问题的解决方法[J].长春工程学院学报,2002(2):35.

冷却性能分析论文 第11篇

关键词：火力发电厂；冷却塔混凝土；耐久性保护

中图分类号：O213.1 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2016）33-0074-02

1 火力发电厂冷却塔混凝土破坏的特点

1.1 溶出性侵蚀

对于溶出性侵蚀而言，是冷却塔混凝土遭到破坏的主要原因之一，这种现象出现主要是由于混凝土水泥中水化产物的形成。例如，在溶出性侵蚀问题出现时，混凝土中水泥化产物中，Ca（OH）2的溶解度处于最大的状态，其中的极限石浓度是

20 mol/L，所呈现的PH值为12.5，所以，当混凝土处于水中时，由于环境的不断渗透，为了保证混凝土中Ca（OH）2的稳定性，应该将溶解的混凝土与钙液浓度达到一致，如果发现环境水流呈现出不断溶解及扩散的现象，其混凝土的内部Ca（OH）2会逐渐耗尽，在这种状态下，如果系统缺少了Ca（OH）2的保护，就会呈现出物质分解的现象。因此，水泥石化产物将被溶解或是分解，这种物质的破坏特点主要是结构表面中的混凝土呈现出大片剥落的现象，钢筋部分的锈蚀以及混凝土表面也不断开裂，从而使整个物质出现较为严重的析碱泛白的现象。

1.2 微生物弱酸性腐蚀、

在敞开循环的冷却水系统之中，微生物的危害往往会与水垢以及侵蚀物质产生危害，其中的微生物主要是各种较为微小的单细胞生物形式，在循环性冷却水的系统之中，微生物可以分为藻类、细菌以及真菌形式，当冷却塔光照充足时，伴随着良好的通风，可以使藻类得到良好的生长。在微生物分析的过程中，其细菌可以分为铁细菌、硫酸盐还原菌以及硫细菌等，其中的硫酸盐还原菌对金属的腐蚀主要会体现在阴极去极化的作用状态下，在氧浓差电池形成之后，其阳极区域的溶解会被迅速的氧化。通常情况下，氧与硫化物呈现出同时存在的状态，可以实现硫化物、硫以及硫代硫酸盐的系统转化，并降低硫酸的PH值，在PH值处于1.0～1.1之间时，混凝土中的腐蚀性会遭到破坏。

对于淡化菌呈现出好氧性菌的变化，可以使水中的有机氮化物转化为无机态氮的状态，减少菌群系统对混凝土耐久性问题分析中造成的制约。

2 冷却塔混凝土耐久性问题的分析

在冷却塔混凝土耐久性侵蚀破坏问题发生时，其所出现的腐蚀破坏问题，可以分为以下几种因素。

2.1 混凝土中物质微溶性及碱性的反应因素

对于冷却塔混凝土中的水化产物而言，其中的Ca（OH）2是混凝土中较为重要的产物之一，由于其具有微溶性的特点，存在着碱性潜在的反应活性机制，因此，相关物质会受到溶液腐蚀的破坏。在碱性潜在反应活性物质分析的过程中，由于碱性物质中存在着潜在的反应活性物质，容易与酸等腐蚀性的介质发生反应，因此，怎样降低碱性Ca（OH）2中，混凝土所占的比例，或是使相关物质的浓度保持不变，也就成为混凝土耐久性问题分析的解决思路之一。[1]

2.2 混凝土多孔环境下的非均质性因素

由于混凝土微观孔隙中结构特征的独特性，在物质溶解以及水质腐蚀的环境下，一些腐蚀物质会通过毛细作用进入到混凝土的内部之中，其中，混凝土中吸水以及透水性物质与混凝土的孔隙以及连通程度具有一定的关联性，通常情况下，凝胶孔的孔径大约在0.15～0.20 μm之间，不会出现透水的现象。同时应该注意的是，在混凝土多孔环境下，其中的毛细孔、沉降孔隙以及余留孔等，是混凝土吸水的主要通道，因此，在冷却塔混凝土耐久性问题分析中，混凝土多孔非均匀性的物质也是降低耐久性的原因。

2.3 混凝土中腐蚀性物质水的媒介特征

水作为传输性腐蚀介质，不仅会造成混凝土腐蚀性破坏，而且，该溶剂是腐蚀物质进入混凝土内部的必要传输工具，如果在腐蚀性物质缺失的状态下，缺少了水的帮助，其腐蚀性的酸碱反应也就无法进行稳定执行，因此，在混凝土防水问题解决的过程中，应该注意混凝土冷却塔中的防水问题。

3 火力发电厂冷却塔混凝土的耐久性保护的工艺 分析

对于钢筋混凝土内部钢筋锈蚀而言，是钢筋表面环境下的电化学反应，因此，杭锦防腐蚀的耐久性设计就应该充分满足项目设计的不同原理，使这种电化学反应得到有效的解决。文章在研究中，对火力发电厂冷却塔混凝土的耐久性保护问题进行了分析，构建了实验设计项目，核心目的是保证冷却塔钢筋混凝土结构设计的耐久性。

3.1 项目设计依据

在火电厂冷却塔混凝土耐久性保护工艺施工的过程中，应该按照《工业建筑防腐蚀设计规范》以及《混凝土结构耐久性设计规范》中的相关条文，进行工程项目的设计。

3.2 冷却塔耐久性方案的设计

3.2.1 冷却塔混凝土本体的防腐工程

在该项工程项目设计的环境下，应该遵循以下几种技术原则：

第一，混凝土构件的混凝土标号，通过对冷却塔本身结构的分析，可以选择以下几种混凝土，如，淋水架构，选择混凝土C50，水池底板，要选择互凝土C35；

第二，在钢筋混凝土保护层厚度分析的环境下，其淋水架构的周长应该为40 mm，而水池底板的周长应该为35 mm；

第三，在混凝土耐久性保护结构设计的过程中，工程项目的允许裂缝宽度不能大于0.15 mm；

第四，在混凝土材料选择的状况下，塔内淋水装置应该采用水工混凝土的施工材料，其中的水泥应该经常采用常见的普通硅酸盐水泥，水泥的强度等级不能低于42.5 MPa，并在工程项目设计的环境下，为了提高混凝土的抗渗能力，可以在混凝土塑性增加的状态下，可以掺加工程循环状态下的水质物质，将其工程强度进行综合性的分析，保证混凝土的工程设计满足最基本的项目指标。

3.2.2 冷却塔防腐涂料系统的工程设计

在冷却塔运行结束之后，淋水装置结构的构建应该处于流动、喷涌以及飞溅的状态下。同时，为了防止冷却塔循环水生长出微生物，水生植物以及苔藓等，其循环水的设计进行水处理药剂的添加，保证防腐涂料的耐酸性、耐碱性以及耐冲击性，所以，在冷却塔淋水装置设计中，防腐涂料的选择应该满足以下几种要求。

第一，淋水支柱柱基础表面应该涂环氧沥青涂层，其基本厚度应该≥300 μm。

第二，在冷却塔主集水槽、水池底板上，应该对物体表面进行防腐处理，防腐涂料层的设计及使用年限不能小于十年，而且防腐涂层底层以及面层涂料的总厚度应该保证为240 μm，选择正规的厂家进行产品多运用。

第三，在防腐涂料以及面涂料选择的过程中，应该选择相互结合的配套涂层，保证涂层设计及材料选择的合理性。例如，在混凝土静弹性模量分析的状态下，其工程项目的设计应该满足表1的对比原则。[2]

3.3 憎水、防腐的功能分析

在火力发电厂冷却塔混凝土的耐久性保护的工艺分析的过程中，憎水、防腐系统的设计应该保证混凝土毛细壁表面的功能性，使混凝土由吸水状态转变为憎水状态，从而实现防腐工程设计的最终目的，在这种环境下，微生物所生成的弱酸离子也就无法进入到混凝土的内部。因此，在相关因素分析的过程中，具体的数据值，见表2。

4 结 语

总而言之，在冷却塔混凝土耐久性保护原则分析的过程中，其物质的保护机制不在是单纯的防腐问题，而是应该在混凝土腐蚀问题分析中，发现工程项目的破坏原理，实现工程内容的综合处理，并构建针对性的项目设计原则，提升混凝土的使用寿命。对于相关的施工部门而言，在工程设计中，应该在提高工程风险能力的基础上，强化施工管理队伍的技术 水平，从而为工程项目的优化设计提供稳定支持。

参考文献：

[1] 高扬.火电厂排烟冷却塔混凝土在腐蚀环境下的耐久性研究[D].北京：

北京交通大学，2014.

冷却性能分析论文 第12篇

电池作为纯电动车的动力元件, 直接影响到车辆的续驶里程、寿命和整车性能。对于纯电动车来说, 动力电池的充放电可能随时进行。充放电是典型的电化学过程, 其伴生的反应热很容易引起电池组内100℃以上的温差, 如不及时散热, 对充放电过程、电池的可靠性和寿命都有极大的负面影响, 电池热效应问题也会影响到整车的性能和寿命。[1]目前对动力电池冷却主要是: 保证充放电时产生的热量及时散出; 各模块间温度分布均匀。因此, 本文以国内某轻型商用纯电动车用磷酸铁锂电池包为研究对象, 对现有电池冷却方案进行了性能试验对比和数据分析, 确定了电池包冷却的最终方案。

2 动力电池冷却方案

动力电池的冷却主要有风冷、制冷剂冷却和水冷三种方式; 与其他两种冷却技术相比, 风冷方式技术更成熟, 其研发、制造成本相对较低, 周期短, 目前被广泛采用[2], 国内目前市场上的纯电动汽车也主要以风冷为主。风冷方式又分自然冷却和强制冷却。因此, 某轻型商用纯电动车型动力电池也选择风冷方式, 设计了强制冷却和自然冷却两种风冷方式。强制冷却是由鼓风机将乘员舱内被空调冷却的25 ~ 30℃ 空气抽进电池箱体, 通过电池箱体内部强制对流带走电池散发的热量, 最后排入环境中。自然冷却无单独冷却系统, 仅依靠自然对流散热, 该方式电池温度高, 但成本低。

为满足车辆总重量大、续驶里程长的要求, 该车型选用磷酸铁锂电池电容量达75k Wh。因在现有成熟车型上进行动力总成改型设计, 受车体空间影响, 电池必须安放在地板下, 且电池模块必须分别放置在前后两电池箱内才能满足安装要求。电池包冷却方案结构示意图如图1。

由图1 所示, 经过计算流体力学 ( CFD) 分析后确定下来的强制冷却方式为: 风道入口布置在车厢内第三排座椅下, 通过冷却风道引入电池后箱, 靠近后箱进口处电池通过引风板迫使气流下行, 后箱再通过8 个胶管与前箱相连, 热空气由布置在发动机舱的鼓风机通过4 个胶管从前箱抽出来, 排入到大气中。自然冷却方式是取消电池冷却风道、鼓风机, 后箱入口、前箱出气口封堵, 电池箱内结构和强制冷却相同。

3电池冷却性能分析

3. 1 性能设计目标

动力电池的冷却性能的好坏, 直接影响电池的效率, 同时也会影响到电池寿命和使用安全。根据电池不同温度下循环寿命次数、和该车型动力电池质保要求, 该车型磷酸铁锂电池冷却必须满足如下性能目标:

( 1) 各工况下, 电池最高温度Tmax < 55℃;

( 2 ) 各工况下, 电池单体之间的温差 △T≤7℃。

3. 2 冷却性能考核工况和要求

3. 2. 1 工况确定原则

无论是电池哪种冷却方式, 都必须通过车辆相关的试验验证, 这就涉及到评价准则、试验规范和要求。目前, 国内尚无较成熟的纯电动车动力电池的整车冷却性能试验工况和方法。在设计试验工况时, 既需考虑电池充放电时的发热特性, 即满足电池充放电状态下的工作状态, 则应选择整车电能消耗最大的工况进行考核; 且同时充分考虑该车型目标市场需求 ( 国内城市物流车、通勤车、园区短驳车、公务用车) 。根据上述原则, 性能试验工况设计成由单一试验工况和顺序试验工况组成。试验条件要求环境温度38℃, 湿度40 - 50% , 光照1000W / K. m2, 如路试, 要求光照充足, 平直路面, 风速小于10km/h。

3. 2. 2 单一试验工况

3. 2. 2. 1 充电: 以80A进行快速充电, 荷电状态 ( SOC) 从电量最小状态充到满电状态; 充电需求时间2. 5h。

3. 2. 2. 2 放电工况:

放电工况一般是车辆从满电状态按以下既定工况运行到最小荷电状态。路试时车辆尽可能以最短时间耗电最少状态行驶到指定路线按既定工况进行试验。

( 1) 爬坡工况: 以50km/h在7. 2% 坡度路面行驶, 路试时, 通常用负荷拖车加载力模拟坡度进行;

( 2) 高速工况: 根据车辆30min最高车速制定, 确定100km/h匀速行驶;

( 3) 城市城郊工况: 由城市、城郊工况组成。城市工况按 ( 0 ~ 40km/h ( 5s) ~ 停车怠速 ( 5s) ~ 启动~ 40km / h ( 5s) 循环 ( 加速和减速时间均为5s) , 时间长55min; 城郊工况, 按 ( 0 ~ 80km/h ( 10s) ~ 保持恒速 ( 6s) ~ 减速到50km/h ( 5s) ~ 保持恒速 ( 6s) ~ 加速到80km / h ( 5s) ~ 保持恒速 ( 6s) ~ 减速到50km/h ( 5s) 循环, 时间33min后, 再减速到0 ( 7s) 。

3. 2. 3 顺序试验工况, 模拟车辆园区内白天连续不间断长时间内充放电使用情况。以白天早上9: 00到晚上6: 00 为一个考核周期, 用单一试验工况中的快充、爬坡、快充、城市城郊工况顺序组合成该考核工况。

3. 3数据采集及数据分析

电池温度测试主要是针对电池各模组中电池极柱温度、电芯内部温度以及进出口风道温度。试验测试时电池温度通过电池管理系统 ( BMS) 读取。

3. 3. 1 爬坡工况下两种冷却方式对比

爬坡工况时电池放电倍率0. 9C。图2、图3 分别为自然冷却及强制风冷的电池极柱温度曲线。

由图2 可知, 自然冷却方式车辆以50kph, 7. 2% 坡度带负荷拖车行驶, SOC从95% 到32% , 运行51min; 卸载后以40 ~ 50kph行驶8min; 爬坡中电池温升缓慢, 温度最高点 ( 49℃) 出现在总负、总正处, 电池各单体间最大温差6℃, 满足设计指标要求。卸载后由于放电倍率下降为0. 1C, 最高点温度迅速下降到45℃, 温降非常快。

由图3 可知, 强制风冷方式以50kph, 7. 2%坡度带负荷拖车行驶, SOC从93% 到23% , 运行60min; 卸载后以40 ~ 50kph行驶17min; 加载瞬间放电倍率由0. 1C上升到1. 3C, 电池温度开始快速上升, 很快就到达鼓风机开启温度45℃, 鼓风机开启, 电池箱内出现强制对流; 受舱内冷气流影响, 后箱进风口部分电池10min内温度下降5℃, 出现最低点35℃; 电池温度最高点47℃ 出现在前箱出风口附近, 即前箱总负极柱; 爬坡过程放电倍率 ( 0. 9C) 不变, 电池发热与强制风冷带走热量几乎达到平衡, 电池温差几乎不变。因从后箱带走的热量累积在前箱, 不能及时排出, 前箱温度普遍比后箱高3 ~ 4℃。强制风冷电池最高温度满足性能要求, 但温差12℃不满足性能要求。

3. 3. 2 高速工况下冷却方式对比

高速工况时电池放电倍率0. 4C。图4、图5 分别为自然冷却及强制风冷的电池极柱温度曲线。

由图4 可知, 自然冷却电池整体温升缓慢, 因放电倍率小, 放热量相对较小, 且只有自然对流, 电池最高温度45℃, 电池单体间温差很小, 只有4℃ 。从图5 可以看出, 强制冷却受场内冷空气影响, 后箱开始也是温度下降到36℃; 因受电池鼓风机温度策略影响, 鼓风机没有开启, 电池箱内靠前后箱空气温差的缓慢对流, 受热空气影响, 进口处电池温度又缓慢回升到39℃, 电池间温度也没有明显变化, 温差只有5℃, 前箱温度也只比后箱高1 ~ 2℃. 两种冷却方式在高速工况下都能满足性能设计要求。

3. 3. 3 城市城郊工况下冷却方式对比

城市城郊工况时电池等效放电倍率约0. 8C.图6、图7 分别为自然冷却及强制风冷的电池极柱温度曲线。

车辆先以一般工况行驶到指定地点, 再以城市城郊工况行驶, 测试时SOC从88% 到41% , 城市工况行驶55min, 城郊工况行驶33min; 由图6 可知, 自然冷却方式下电池温升缓慢, 电池温度由起初37℃上升到最后的43℃, 温度最高点出现在后箱、前箱总正、总负极柱处, 电池单体间温差6℃ , 满足性能要求。

由图7 可知, 车辆开始运行时鼓风机就开启, 电池箱内空气强制对流, 前箱的电池温度比后箱高5 ~ 6℃ 。电池最高温度45℃ , 出现在前箱总负极柱点, 电池单体间温差14℃, 电池均匀性差, 不能满足性能要求。

3. 3. 4 充电状态下冷却方式对比

车辆以两种冷却方式进行快速充电考察电池箱内电池温度变化。通过测试数据, 两种冷却方式下电池的最高温度和温度对比如图8。自然冷却方式电池最高温度比强制冷却高2℃, 温差比强制冷却低1℃。

3. 3. 5 顺序工况下冷却方式对比

图9 为两种冷却方式下的最高温度、温差。由图9 可知, 自然冷却满足电池的最高温度、温差性能要求; 强制风冷下电池最高温度低于自然冷却4℃ , 但温差大、电池一致性差。

从上述对比结果来看, 自然冷却满足设计目标, 强制冷却不能满足设计目标, 在兼顾考虑了车辆的安全、成本、开发周期等因素后, 最终确定了自然冷却为电池冷却方案。在后续多次性能、耐久性试验测试中表明, 该冷却方案完全满足性能要求, 实现了设计目标。

4 结束语

通过性能试验分析得出以下结论:

( 1) 单一试验工况自然冷却电池温升缓慢, 前后两箱温升趋势一致, 温差小, 一致性好;

强制冷却方式风道进口处因受到舱内较冷空气流影响, 温度最低点出现在进口侧, 且前箱出风口不顺畅, 后箱产生的热量带到前箱后不能及时排出, 导致前箱比后箱温度普遍要高些, 电池最高温度点在前箱的总正、总负极柱点; 温差大, 一致性差。

( 2) 顺序试验工况最高温度自然冷却比强制冷却高4℃, 温差自然冷却比强制冷却低10℃ 左右。结果表明, 采用电池自然冷却方式可以满足性能要求。

通过该性能试验对比和数据分析, 确定了电池最终的冷却形式, 为后续同类纯电动车型电池冷却设计提供了性能考核方法和相关参考依据。

摘要：以国内某轻型客车用电池包为研究对象, 对现有电池冷却方案进行了性能试验对比和数据分析, 分析结果表明:单一试验工况自然冷却温升缓慢, 前后两箱温升趋势一致, 温差小, 一致性好。强制冷却方式风道进口处因受到舱内较冷空气流影响, 温度最低点出现在进口侧, 且前箱出风口不顺畅, 后箱产生的热量带到前箱后不能及时排出, 导致前箱比后箱温度普遍要高些, 电池最高温度点在前箱的总正、总负极柱点;温差大, 一致性差。顺序试验工况电池最高温度自然冷却比强制冷却高4℃, 温差自然冷却比强制冷却低10℃左右。通过分析, 确定了电池最终的冷却形式, 为后续同类纯电动车型电池冷却设计提供了考核方法和相关参考依据。

关键词：纯电动车,动力电池,冷却性能分析

参考文献

[1]常国峰, 陈磊涛, 许思传动力蓄电池风冷热管理系统的研究汽车工程2011年 (第33卷) 第10期